王秋東 吉伯海 傅中秋 袁周致遠

摘 要：針對鋼箱梁橫隔板與U肋連接焊縫疲勞細(xì)節(jié)，選取了三個局部試件作為研究對象，采用錘擊裝置對試件弧形缺口處焊縫的焊趾部位進行錘擊處理，并采用疲勞試驗機對處理后試件進行疲勞加載，對比分析試件的疲勞裂紋擴展情況、疲勞應(yīng)力幅和疲勞強度的變化情況。同時，建立了局部錘擊有限元模型，分析錘擊部位的殘余應(yīng)力、塑性變形等，并結(jié)合疲勞試驗結(jié)果，從疲勞裂紋萌生壽命、疲勞強度、錘擊殘余應(yīng)力分布等角度，對錘擊效果進行了評價。研究結(jié)果表明，錘擊處理可有效提高橫隔板與U肋連接焊縫的疲勞裂紋萌生壽命及疲勞強度；錘擊處理可產(chǎn)生明顯的塑性變形及殘余應(yīng)力，且兩者均以焊趾為中心近似呈圓弧狀分布；錘擊深度為0.2mm時，錘擊殘余壓應(yīng)力沿板厚、垂直焊縫方向的分布范圍均為3mm左右，從而改善構(gòu)件的疲勞性能。

關(guān)鍵詞：鋼箱梁；疲勞性能；錘擊；裂紋萌生壽命；殘余壓應(yīng)力

中圖分類號： U44332 文獻標(biāo)志碼：A

文章編號：1672-1098（2017）06-0015-06

Abstract：Based on the fatigue details of diaphragm-to-rib weld joints in steel box girder， three local specimens were selected as the objects. Hammer peening equipment was adopted to conduct peening processing in weld toe nearby the arc gap of specimens and fatigue tests of specimens were conducted by fatigue test machine afterwards. The propagation of fatigue cracks， fatigue stress amplitude and fatigue resistance were compared and analyzed after fatigue test. Meanwhile， finite element model of local hammer peening was established to analyze the residual stress and plastic deformation in the peening area. Combined with the fatigue test results， the peening effects were evaluated from the point of initiation life of fatigue cracks， fatigue resistance of specimens and distribution of residual stress. The analysis results show that the cracks initiation life and fatigue resistance of diaphragm-to-rib weld joint could be enhanced effectively. Obvious plastic deformation and residual stress could be produced by hammer peening and both be distributed as arc shape approximately center in the weld toe. The distribution range of residual compressive stress along the thickness of plate and vertical to the weld were both around 3mm at the hammer depth of 0.2mm， which could help to improve the fatigue performance of specimens.

Key words：steel box girder； fatigue performance； hammer peening； cracks initiation life； residual compressive stress

扁平流線型鋼箱梁因具有自重輕、穩(wěn)定性好、承載力高、制作施工便捷等優(yōu)點，在大跨徑纜索體系橋梁中得到了廣泛運用[1-2]。但是鋼箱梁構(gòu)造復(fù)雜，各構(gòu)件多采用焊接連接，焊接過程中易產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力，加上其他不利因素的影響，在使用過程中難免會產(chǎn)生損傷[3-4]。隨著橋梁服役年限的增加，鋼箱梁逐漸產(chǎn)生各種病害，其中疲勞病害尤為突出[5-6]。疲勞裂紋不可避免，檢測、維修困難，且在維護過程中易產(chǎn)生二次缺陷，造成新的損傷[7]。因此，若能在設(shè)計、制作階段采取有效措施改善易疲勞部位的局部應(yīng)力狀態(tài)，提高構(gòu)件的疲勞強度，對橋梁的健康運營具有重要意義。

現(xiàn)階段改善焊接接頭疲勞強度的措施主要有改善焊縫形態(tài)、改善殘余應(yīng)力和改善結(jié)構(gòu)受力三種[8-9]，具體的處理方法有磨削法、超聲錘擊法、CFRP（Carbon Fiber Reinforced Plastics）加固法等。焊趾磨削法可增大焊趾處的過渡圓角，消除焊縫表面夾渣，有效降低應(yīng)力集中，提高焊接接頭疲勞性能[10-11]。超聲錘擊法采用超聲波作為動力源，對焊趾及附近區(qū)域進行高頻沖擊，可有效改善焊縫與母材過渡的幾何形狀并產(chǎn)生一定程度的殘余壓應(yīng)力，提高焊接接頭的疲勞強度[12]。CFRP加固法可有效改善結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，有效降低裂紋尖端的應(yīng)力強度因子，改善焊接接頭的疲勞性能[13-14]。其他一些處理措施，如激光沖擊法、噴丸法等，在一定程度上也能夠改善焊接接頭的疲勞性能[15-16]。盡管上述方法雖然能起到一定的改善效果，但由于設(shè)備、操作環(huán)境、技術(shù)條件等方面的限制，大多應(yīng)用于實驗室研究，而實橋應(yīng)用可行性較差。

錘擊法是近年來新提出的一種處理方法，其基本原理與超聲錘擊法類似[17]，且具有設(shè)備輕巧、操作方便等特點，具有廣泛的應(yīng)用前景。國內(nèi)外目前針對錘擊法的研究主要集中于該方法對已開裂構(gòu)件的修復(fù)效果[18-19]，而對于未開裂構(gòu)件疲勞性能的改善尚待進一步探討。本研究針對鋼箱梁橫隔板與U肋連接焊縫疲勞細(xì)節(jié)，選取了三個局部試件作為研究對象，對試件易疲勞部位進行錘擊處理并進行疲勞加載，結(jié)合有限元計算結(jié)果，對錘擊處理后構(gòu)件的疲勞性能進行了評價。

1 試驗概況

1.1 試件

試驗采用鋼箱梁橫隔板與U肋局部試件， 材料為Q345qD橋梁用鋼， 焊接采用CO2氣體保護焊， 并在焊接完成后進行超聲波探傷（Ⅰ級）檢測。 試件幾何尺寸如圖1所示。 試驗選取了3個試件，記為S-HP-1、S-HP-2、S-NONE-3，其中S-HP-1和S-HP-2為錘擊處理試件，S-NONE-3為對比試件，未作任何處理。

1.2 試件處理及加載

由于橫隔板與U肋試件的弧形缺口部位為易疲勞部位，且疲勞裂紋易萌生于弧形缺口處對接焊縫部位，因此采用錘擊裝置對試件S-HP-1、S-HP-2的弧形缺口對接焊縫及附近區(qū)域進行錘擊處理，直至錘擊部位產(chǎn)生明顯的塑性變形。橫隔板弧形缺口位置應(yīng)力狀態(tài)復(fù)雜，測點布置采用名義應(yīng)力疲勞評估法，測點距離焊趾距離為15t（t為板厚）。由于測點部位主應(yīng)力方向未知，因此采用三向應(yīng)變片測量測點的應(yīng)變狀態(tài)，并通過計算求得主應(yīng)變。本試驗在U肋兩側(cè)連接焊縫焊趾附近對稱布置了三向應(yīng)變片，并采用動態(tài)應(yīng)變儀記錄加載過程中測點的應(yīng)變變化情況。

采用振動型疲勞試驗機對錘擊后試件進行疲勞加載，加載時調(diào)整45°應(yīng)變片的應(yīng)變至485μ.ε，即控制加載應(yīng)力幅為100MPa，此時加載頻率為932Hz。試驗過程中采用動態(tài)氣泡指示法跟蹤疲勞裂紋擴展情況，即在裂紋位置噴涂少量的除銹劑，此時裂紋由于開口的反復(fù)張開閉合，在裂紋表面會產(chǎn)生明顯的氣泡，因而可根據(jù)氣泡的位置判斷并記錄裂紋擴展情況。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 疲勞裂紋擴展情況

試驗過程中S-HP-1的加載循環(huán)次數(shù)達到1 000萬次時，較長的疲勞裂紋擴展至71mm，因此繼續(xù)加載至裂紋擴展長度達到100mm；S-HP-2在加載循環(huán)次數(shù)達到1 000萬次時仍未開裂，停止加載；S-NONE-3在加載循環(huán)次數(shù)為550萬次左右時，單側(cè)疲勞裂紋長度達到100mm，停止加載。S-HP-1、S-NONE-3的疲勞裂紋均萌生于弧形缺口處的橫隔板與U肋連接焊縫部位，并大致沿45°向頂板一側(cè)擴展。S-HP-1、S-NONE-3的疲勞裂紋擴展長度變化情況如圖2所示。錘擊處理試件S-HP-1的疲勞裂紋萌生壽命約為650萬次，且試驗過程中S-HP-2未萌生裂紋，而未處理 試件S-NONE-3的裂紋萌生壽命僅為100萬次左右，表明錘擊處理可有效提高疲勞裂紋的萌生壽命。U肋兩側(cè)疲勞裂紋沿橫隔板呈非對稱擴展，這是由于受到試件加工、疲勞加載方式 、U肋兩側(cè)裂紋長度不一致等因素的影響，U肋兩側(cè)裂紋尖端的應(yīng)力強度因子難以保持一致，從而導(dǎo)致U肋兩側(cè)的擴展存在差別。若沿裂紋擴展路徑對試件表面進行錘擊處理，由于錘擊殘余應(yīng)力難以保持完全一致，同時受到上述因素的影響，U肋兩側(cè)的疲勞裂紋仍會為非對稱擴展。此外，加載初期裂紋擴展較慢，隨著加載循環(huán)次數(shù)的增加，裂紋擴展速率逐漸增加并趨于穩(wěn)定。

2.2 測點應(yīng)力幅變化

試驗過程中S-HP-2由于未萌生疲勞裂紋，其應(yīng)力幅無明顯變化，未加入對比；試件S-HP-1U肋右側(cè)測點的應(yīng)變片遭到拉扯破壞， 數(shù)據(jù)失效。 對S-HP-1、S-NONE-3應(yīng)力測點有效數(shù)據(jù)進行處理，并利用公式（1）求得測點的最大主應(yīng)力，S-HP-1、S-NONE-3的最大主應(yīng)力變化曲線如圖3所示。疲勞加載初期兩試件的最大主應(yīng)力值均位于100～110MPa之間，且基本保持恒定。隨著疲勞裂紋的擴展，測點應(yīng)力幅逐漸增加，當(dāng)疲勞裂紋擴展至應(yīng)變片附近時，測點的最大主應(yīng)力達到峰值，S-HP-1 U肋左側(cè)、S-NONE-3 U肋左側(cè)和S-NONE-3 U肋右側(cè)的最大主應(yīng)力峰值分別為159MPa、162MPa、172MPa，較初始最大主應(yīng)力分別提升了約49%、46%和69%，即裂紋尖端附近區(qū)域存在嚴(yán)重的應(yīng)力集中現(xiàn)象。當(dāng)裂紋擴展至應(yīng)變片下方時，由于裂紋開口的張合導(dǎo)致應(yīng)變片與試件表面部分脫離，此時應(yīng)變片測得的應(yīng)力迅速降低，測點失效。

2.3 疲勞強度

由于橫隔板與U肋試件的疲勞裂紋為穿透型裂紋，因此偏保守地以裂紋萌生壽命作為疲勞強度指標(biāo)，并結(jié)合前期相同試件的疲勞試驗結(jié)果進行對比分析，如圖4所示。

未處理試件S-NONE-3的試驗數(shù)據(jù)與前期疲勞試驗結(jié)果較為接近，而錘擊試件S-HP-1、S-HP-2的試驗數(shù)據(jù)均落在S-NONE-3與前期疲勞試驗數(shù)據(jù)點的右側(cè)，表明錘擊可在一定程度上提高試件橫隔板與U肋焊接接頭的疲勞強度，相應(yīng)的疲勞裂紋萌生壽命也得到了有效的提高。

3 有限元分析

3.1 有限元模型

采用ANSYS有限元軟件建立橫隔板與U肋接頭錘擊模型，分析錘擊后殘余應(yīng)力的分布情況。試件模型按照實際尺寸建立，并采用SOLID185單元進行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格尺寸為1m×1m。錘頭表面設(shè)置目標(biāo)單元TARGE170，待錘擊區(qū)域表面設(shè)置接觸單元CONTA174，法向接觸剛度設(shè)為10。試件模型的材料屈服強度為345MPa，彈性模量為206kPa，泊松比取03，材料模型采用雙線性隨動強化模型（BKIN）。由于精確模擬錘擊過程比較復(fù)雜，本模型建立了簡化的錘擊模型，即利用剛體接觸分析模擬錘擊過程。錘頭位移的方向根據(jù)實際錘擊操作確定，與頂板平面夾角為60°。采用熱硅膠對錘擊部位進行倒模并剖切斷面，測得塑性區(qū)深度在02～03mm之間，因此本模型的錘頭位移設(shè)為04mm，此時錘頭壓下時在板厚方向的位移為02mm，與實際塑性區(qū)深度保持一致。32 應(yīng)力云圖

錘擊完成后錘擊部位的米塞斯等效應(yīng)力分布如圖5所示。錘擊完成后錘擊部位可觀察到弧形凹坑，且在錘擊區(qū)域形成了明顯的殘余應(yīng)力區(qū)，殘余應(yīng)力大致以焊趾為中心呈圓弧狀分布。由圖5（a），接近錘擊區(qū)域表面位置的殘余應(yīng)力最大，接近錘擊區(qū)域的米塞斯等效應(yīng)力達到了352MPa，超過了鋼材的屈服強度，表明該區(qū)域材料已經(jīng)發(fā)生了屈服，錘擊部位產(chǎn)生了一定的塑性變形。由圖5（b）、5（c）可知，錘擊位置下方一定深度范圍內(nèi)的第一、第三主應(yīng)力均為負(fù)值，表明錘擊可在焊趾位置產(chǎn)生壓應(yīng)力區(qū)，壓應(yīng)力區(qū)沿板厚度方向呈弧形分布。

3.3 錘擊殘余應(yīng)力

提取錘擊中心位置沿板厚方向的米塞斯等效應(yīng)力（SEQV）、第一主應(yīng)力（S1）及第三主應(yīng)力（S3），如圖6所示。

由圖6可知，等效應(yīng)力曲線在7mm處趨向于零，表明錘擊產(chǎn)生的殘余應(yīng)力影響深度約為7mm。沿板厚方向第一主應(yīng)力既有拉應(yīng)力也有壓應(yīng)力，而第三主應(yīng)力均為壓應(yīng)力，且沿板厚方向4mm范圍內(nèi)的第一、第三主應(yīng)力均為負(fù)值，由材料力學(xué)主應(yīng)力計算式可知該范圍內(nèi)的應(yīng)力均為負(fù)值，即該區(qū)域處于三向受壓狀態(tài)，表明錘擊深度為03mm時產(chǎn)生的壓應(yīng)力區(qū)深度約為4mm。

提取垂直于焊縫方向的應(yīng)力，分析殘余應(yīng)力沿垂直焊縫方向的分布情況。由于本模型中米塞斯等效應(yīng)力最大值位于板厚方向1mm處，因此設(shè)置兩條應(yīng)力提取路徑，即位于橫隔板表面、板厚方向1mm處。垂直焊縫方向的應(yīng)力變化如圖7所示。焊趾處的米塞斯等效應(yīng)力最大，沿垂直焊縫方向呈現(xiàn)出逐漸降低的趨勢。垂直于焊縫方向的第一主應(yīng)力既有拉應(yīng)力也有壓應(yīng)力，第三主應(yīng)力均為壓應(yīng)力，且垂直于焊縫方向3mm范圍內(nèi)的第一、三主應(yīng)力均為負(fù)值，即錘擊產(chǎn)生的垂直于焊縫方向的壓應(yīng)力區(qū)長度約為3mm。此外，圖7（a）中應(yīng)力曲線的變化趨勢在14mm處趨向于零，而疲勞試驗中測點位置位于垂直焊縫方向15mm處，表明錘擊產(chǎn)生的殘余應(yīng)力對測點幾乎無影響。

3.4 焊縫塑性變形

圖8為焊趾錘擊位置的等效塑性應(yīng)變（EPPLEQV）分布情況。由圖8（a）可知，等效塑性應(yīng)變分布在橫隔板表面以下3mm左右的區(qū)域內(nèi)，錘擊表面位置的等效塑性應(yīng)變最大，為0161 7μ.ε，并沿橫隔板厚度方向迅速減小，在距離表面3mm處幾乎為零。由圖8（b）可以看出，橫隔板表面接近垂直區(qū)域等效塑性應(yīng)變較大，且在距離焊趾約1mm處等效塑性應(yīng)變達到最大值，為0189 32μ.ε，并沿垂直于焊縫方向迅速減小，在距離焊趾約3mm處幾乎為零，整體變化趨勢與厚度方向的變化趨勢基本一致。

4 結(jié)論

1）針對橫隔板與U肋連接焊縫，錘擊處理可有效提高疲勞裂紋的萌生壽命及試件的疲勞強度。而由于錘擊位置主要集中于焊趾部位，錘擊處理試件與未處理試件的裂紋擴展情況基本一致。

2）錘擊處理可在焊趾區(qū)域產(chǎn)生明顯的塑性變形及殘余應(yīng)力，且殘余應(yīng)力、塑性變形以焊趾為中心近似呈圓弧狀分布。

3）錘擊深度為02mm時，錘擊處理可在焊趾附近引入明顯的殘余壓應(yīng)力，且殘余壓應(yīng)力沿板厚、垂直焊縫方向的分布范圍均為3mm左右，從而有效改善構(gòu)件的疲勞性能。

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（責(zé)任編輯：李 麗，吳曉紅，編輯：丁 寒）